收稿日期：2022-08-22

基金項目：國家重點研發(fā)計劃（2019YFB1504301）

通信作者：卞永寧（1963—），男，博士、教授，主要從事海洋溫差能發(fā)電方面的研究。：ybian@dlut.edu.cn

DOI：10.19912/j.0254-0096.tynxb.2022-1264 文章編號：0254-0096（2023）12-0393-08

摘 要：以溫差發(fā)電的上原循環(huán)為基礎，考慮中國南海海域氣候條件，采用模擬方法對上原循環(huán)的中間抽氣環(huán)節(jié)展開分析，探究其對上原循環(huán)發(fā)電系統(tǒng)的循環(huán)熱效率、冷熱海水消耗量及循環(huán)效率的影響，并分析其平準化度電成本（LCOE）。研究結(jié)果表明，存在最佳額外中間抽氣率使循環(huán)熱效率及效率同時達到最佳，且對不同中間抽氣壓力，其所達到最佳值的額外中間抽氣率不同。設備投資成本隨額外中間抽氣率的增加而增加，且成本主要集中在換熱器部分。在搭建海洋溫差發(fā)電工廠時，應考慮具體工況選擇合適的中間抽氣壓力及額外中間抽氣率。

關鍵詞：海洋溫差能發(fā)電；低品位熱能；經(jīng)濟分析；上原循環(huán)；Aspen Plus

中圖分類號：P74 文獻標志碼：A

0 引 言

海洋溫差能是以表層熱海水與深層冷海水之間的水溫差的形式所儲存的海洋熱能，其能量主要是由太陽輻射能儲存在表層溫海水中，這種能源儲量巨大且?guī)缀醪皇軙r間影響。在豐富多樣的海洋能資源中，其資源儲量位于波浪能之后排在第二。地球表面積中71%是海洋，它也是地球上最大的太陽能存儲裝置［1］，體積為6.0×107 km3的熱帶海洋海水每天能從太陽輻射能中吸收相當于245億桶原油的熱量，以目前的技術水平，約有10000 TWh/a的海洋溫差能可被轉(zhuǎn)換為電力［2］。地球上化石能源儲量并不是無限的，資源的消耗、環(huán)境的污染，使得開發(fā)海洋清潔能源迫在眉睫［3］。

1881年，法國科學家D’Arsonal［4］首次提出利用海洋溫差能進行發(fā)電的設計構(gòu)想。1930年，在古巴近海，Claude［5］首次利用海洋溫度差能量成功發(fā)電，證明了海洋溫差能發(fā)電理論的可行性。1979年，裝機容量1000 kW的海水溫差發(fā)電裝置在夏威夷群島由美國和瑞典兩國聯(lián)手建成。海洋溫差發(fā)電系統(tǒng)經(jīng)歷了封閉式系統(tǒng)、開放式系統(tǒng)及混合式系統(tǒng)的發(fā)展。

1998年，日本學者上原春男［6］首次提出上原循環(huán)，并通過分析氨水工質(zhì)的物性與卡琳娜循環(huán)對比，證明其能大幅提高循環(huán)熱效率。之后，又以實驗分析其可行性與合理性，并對系統(tǒng)進行評估［7］。

與傳統(tǒng)火電和新興的風電光電相比，海洋溫差能發(fā)電無需消耗化石資源且無廢氣廢熱排放［8］，同時可穩(wěn)定提供電能不會對電網(wǎng)運行造成沖擊。但是，海洋溫差發(fā)電效率較低、設備較復雜，初期投資及設備維護成本較高［9-10］。

本文以上原循環(huán)為基礎，將95.6%氨水混合物作為工質(zhì)，以中國南海海域地理信息及氣候條件確定初始參數(shù)。通過Aspen Plus軟件進行模擬，調(diào)整上原循環(huán)額外中間抽氣率，觀察上原循環(huán)的熱力性能變化并進行經(jīng)濟分析，以期為未來應用于中國南海區(qū)域的海洋溫差發(fā)電技術開發(fā)提供理論基礎。

1 上原循環(huán)流程及控制方程

1.1 系統(tǒng)循環(huán)過程

圖1為上原循環(huán)系統(tǒng)流程示意圖。循環(huán)使用海洋表層溫海水WS作為熱源，深層冷海水CS作為冷源。氨水溶液（流股1）在蒸發(fā)器中被表層溫海水加熱部分蒸發(fā)為氣液混合狀態(tài)（流股2），經(jīng)過分離器1分離為富氨蒸氣（流股3）和貧氨溶液（流股4）。其中，富氨蒸氣進入汽輪機1部分膨脹做功，經(jīng)由分離器抽出液相部分（流股7）后進入汽輪機2繼續(xù)膨脹做功。貧氨溶液部分進入回熱器1放熱后（流股9）由節(jié)流閥調(diào)整壓力至與汽輪機2出口壓力一致后（流股10）與富氨蒸汽部分在混合器中混合?；旌虾蠊べ|(zhì)（流股11）在冷凝器中被深層冷海水冷凝為液相（流股12），由工質(zhì)泵加壓至初始壓力（流股14），在回熱器2中與抽出液相（流股7）換熱，抽出液相經(jīng)過回熱器2與緩沖罐（流股17），由工質(zhì)泵2加壓至初始壓力（流股18）再與氨水溶液混合（流股19），在回熱器1中吸熱完成整個循環(huán)。

圖2為改進型上原循環(huán)系統(tǒng)原理。與基礎上原循環(huán)相比，經(jīng)過分離器2的富氨溶液并不直接進入汽輪機2，而是經(jīng)過一級中間抽汽，余下部分（流股20）進入汽輪機2膨脹做功，抽出的部分溶液與流股7的溶液混合后（流股22）進入回熱器2放熱。冷凝后氨水工質(zhì)經(jīng)過儲液罐后（流股13）由工質(zhì)泵1加壓至汽輪機1出口壓力（流股14），經(jīng)過回熱器2回熱后（流股15）與流股16在緩沖罐中混合并輸出純液相流股17，經(jīng)由工質(zhì)泵2加壓至初始壓力，再在回熱器1中吸熱完成整個循環(huán)。相比于常規(guī)上原循環(huán)，改進型上原循環(huán)增加了額外中間抽氣率，充分利用抽出部分的全部熱量，提高循環(huán)熱效率。

1.2 上原循環(huán)與傳統(tǒng)溫差發(fā)電循環(huán)的區(qū)別

與朗肯循環(huán)相比，上原循環(huán)和卡琳娜循環(huán)均使用氨水溶液作為工質(zhì)，工質(zhì)在換熱器中發(fā)生的相變換熱為非等溫換熱，有利于提高局部換熱溫差，更適用于冷熱源間溫差較小的工況；同時，氨水混合物在經(jīng)過溫海水加熱后不會完全蒸發(fā)，上原循環(huán)和卡琳娜循環(huán)使用了分離器將富氨蒸氣與貧氨溶液分離，富氨蒸氣進入汽輪機膨脹做功，貧氨溶液通過回熱器進行熱量回收進一步提高效率。

與卡琳娜循環(huán)相比，上原循環(huán)的汽輪機采用兩級膨脹，中間抽出部分工質(zhì)，與冷凝后工質(zhì)換熱混合。由于技術條件等的限制，汽輪機的等熵效率無法達到100%，上原循環(huán)抽出部分未完全膨脹工質(zhì)，盡可能使余下部分工質(zhì)完全膨脹。所抽出的部分工質(zhì)無需由深層冷海水冷凝而直接與冷凝后工質(zhì)換熱混合，熱效率為100%，提高循環(huán)總熱效率；同時，抽氣回熱環(huán)節(jié)減少冷凝器中乏汽進而減少深層冷海水消耗量，減少冷凝器所需換熱面積。

但上原循環(huán)抽氣率由氨水工質(zhì)濃度及中間抽氣壓力共同決定，無法確定中間抽氣對循環(huán)性能的影響，改進型循環(huán)通過增加額外抽氣分析抽氣率對循環(huán)性能及熱經(jīng)濟性的影響方式。

1.3 模擬假設與初始參數(shù)

為簡化系統(tǒng)模型計算，對上原循環(huán)系統(tǒng)做以下假設［11］：

1）整個系統(tǒng)為絕熱系統(tǒng)；

2）忽略管道內(nèi)及蒸發(fā)器、冷凝器等部件中的壓降與熱損失；

3）忽略海水水泵的功耗；

4）系統(tǒng)穩(wěn)定運行，各點參數(shù)不隨時間變化；

5）汽輪機與工質(zhì)泵效率為給定的常數(shù)；

6）換熱器的傳熱端差為2 ℃；

上原循環(huán)的各點參數(shù)如表1所示。

1.4 控制方程

上原循環(huán)系統(tǒng)由蒸發(fā)器、汽輪機、冷凝器、工質(zhì)泵等設備組成，所涉及的模型控制方程如下。

氨水工質(zhì)在蒸發(fā)器中吸熱量[Qe]為：

[Qe=m1h2-h1]"""""" （1）

氨質(zhì)量守恒：

[m2x2=m3x3+m4x4]"""" （2）

[m5x5=m6x6+m7x7]"""" （3）

[m6x6=m20x20+m21x21]"""" （4）

氨水工質(zhì)在冷凝器中放熱量[Qc]為：

[Qc=m11h11-h12]" （5）

回熱器1中熱交換量為：

[Qh1=m4h4-h9=m1h1-h18]" （6）

回熱器2中熱交換量為：

[Qh2=m22h22-h16=m14h15-h14] （7）

汽輪機1輸出功[Wt1]為：

[Wt1=m3h3-h5]"""" （8）

汽輪機2輸出功[Wt2]為：

[Wt2=m20h20-h8] （9）

工質(zhì)泵1輸入功[Wp1]為：

[Wp1=m13h14-h13]""""" （10）

工質(zhì)泵2輸入功[Wp2]為：

[Wp2=m17h18-h17]""""" （11）

凈輸出功Wnet為：

[Wnet=Wt1+Wt2-Wp1+Wp2]""""" （12）

系統(tǒng)熱效率[ηI]為：

[ηI=WnetQe]"""""" （13）

表層溫海水流量[mws]為：

[mws=Qehws1-hws2]""" （14）

輸入熱量[Ee]為：

[Ee=mwshws1-hws2-T0sws1-sws2]""""" （15）

深層冷海水流量[mcs]為：

[mcs=Qchcs2-hcs1]"""""" （16）

輸入冷量[Ec]為：

[Ec=mcshcs1-hcs2-T0scs1-scs2]""" （17）

輸出總[Et]為：

[Et=Wnet]""""" （18）

系統(tǒng)效率[ηΙΙ]為：

[ηΙΙ=EtEe+Ec]"""""" （19）

式中：[mi]——氨水質(zhì)量流量，kg/s；[hi]——氨水焓值，kJ/kg；[x]——氨水濃度；[si]——氨水熵值，kJ/（kg·K）；下標[i]——圖中對應流股編號，i=1～22。

1.5 經(jīng)濟模型

由于管道、分離器、混合器、節(jié)流閥等設備及工質(zhì)成本遠低于其他設備，本文不將其納入成本計算。循環(huán)系統(tǒng)成本計算主要包括蒸發(fā)器、汽輪機、冷凝器、回熱器及工質(zhì)泵。按照Turton［11］所提方法，投資成本為：

[lgCp=K1+K2lgA*+K3lgA*2]"""" （20）

式中：[Cp]——基于環(huán)境壓力下的碳鋼結(jié)構(gòu)基本投資成本；[K1、K2、K3]——計算系數(shù)，從文獻［12］查證，在表2中列出；[A*]——設備投資成本的衡量參數(shù)，下標*表示對應的設備：對于換熱器（包括蒸發(fā)器、冷凝器及回熱器），衡量參數(shù)為有效換熱面積（m2）；對于汽輪機，衡量參數(shù)為輸出功（kW）；對于工質(zhì)泵，衡量參數(shù)為輸入功（kW）。

蒸發(fā)器有效換熱面積為：

[Ae=QeUe?ΔTe]"""" （21）

式中：[ΔTe]——蒸發(fā)器的平均對數(shù)溫差。

[ΔTe=TWS2-T1-TWS1-T2lnTWS2-T1TWS1-T2]""""" （22）

冷凝器有效換熱面積為：

[Ac=QcUc?ΔTc]"""" （23）

冷凝器平均對數(shù)溫差為：

[ΔTc=T11-TCS2-T12-TCS1lnT11-TCS2T12-TCS1]"" （24）

回熱器1有效換熱面積為：

[Ah1=Qh1Uh1?ΔTh1]""" （25）

回熱器1平均對數(shù)溫差為：

[ΔTh1=T4-T1-T9-T18lnT4-T1T9-T18]"""""" （26）

回熱器2有效換熱面積為：

[Ah2=Qh2Uh2?ΔTh2]""" （27）

回熱器2平均對數(shù)溫差為：

[ΔTh2=T22-T15-T16-T14lnT22-T15T16-T14]""" （28）

為簡化計算，所有換熱器（蒸發(fā)器、冷凝器及回熱器）均采用統(tǒng)一的板式換熱器，忽略其換熱相態(tài)，總傳熱系數(shù)取Ue=[Uc=Uh1=Uh2=3100 W/（m2·K）]［12］。

由于運行壓力的變化，設備成本也會相應變化，壓力系數(shù)為：

[lgFp=C1+C2lgP+C3lgP2]""" （29）

式中：[Fp]——壓力修正系數(shù)；[P]——壓力；[C1]、[C2]、[C3]——計算系數(shù)，查閱文獻［12］得知，在表2中列出。

對于材料及壓力環(huán)境進行修正后的投資費用為：

[CBM=CPFBM=CPB1+B2FMFP]"""""" （30）

式中：[FBM]——總修正系數(shù)；[B1]、[B2]——計算系數(shù)，查閱文獻［12］得知，在表2中列出；[FM]——材料修正系數(shù)。

總投資費用為：

[C=CBM]"""""" （31）

1.6 經(jīng)濟評價指標

本文以熱經(jīng)濟角度出發(fā)分析系統(tǒng)性能，以循環(huán)熱效率[ηI]為系統(tǒng)效率指標，循環(huán)效率[ηII]為系統(tǒng)有用能利用率指標，平準化度電成本（levelized cost of energy，LCOE）為系統(tǒng)經(jīng)濟指標。取中國人民銀行中長期貸款基準利率[i]（1～5 a為4.75%，5 a以上為4.9%），設備運營年限20 a，運行維護費用[?]為總投資成本的3%，年運行時長[n]為8000 h［13］。

投資回收因子為：

[FCRF=ii+1ni+1n-1]"""" （32）

平準化度電成本為：

[CLCOE=C?FCRF+?Wnet?n] （33）

2 模型驗證

在Aspen Plus模擬中選擇合適的物性方法可有效提高模擬結(jié)果準確性?？紤]到中國南海區(qū)域海洋溫度與氣候條件，表層溫海水與深層冷海水分別取29 ℃和5 ℃，工質(zhì)選取為95.6%濃度氨水混合溶液，物性方法選用適于所有溫度及壓力下的非極性或極性較弱物質(zhì)的PENG-ROB方程［14］。為驗證模型搭建的正確性，表3列舉對比上原循環(huán)各點參數(shù)的模擬結(jié)果和文獻［15］中各對應點的數(shù)值。對比可知，模型計算結(jié)果與文獻［15］數(shù)據(jù)基本一致，可認為模型構(gòu)建準確。

3 結(jié)果分析與討論

在上原循環(huán)中，中間抽氣是非常重要的一個環(huán)節(jié)，也是上原循環(huán)與卡琳娜循環(huán)的主要區(qū)別之一。本文分析了上原循環(huán)額外中間抽氣率對循環(huán)系統(tǒng)各熱力學性質(zhì)的影響。在基礎上原循環(huán)系統(tǒng)中，中間抽氣環(huán)節(jié)依靠氣液分離器完成，抽

出流股質(zhì)量流量只能通過調(diào)整汽輪機1出口壓力改變。從圖3可看出，隨著汽輪機1出口壓力的增加，系統(tǒng)循環(huán)熱效率呈先增加后減小的變化趨勢，當中間抽氣壓力為740 kPa時，循環(huán)熱效率達到最大值（2.9829%）。

由于循環(huán)系統(tǒng)限制，額外中間抽氣率受限，可能存在工質(zhì)在汽輪機2中無法完全膨脹的問題，對此進行系統(tǒng)改進。原系統(tǒng)（圖1）中分離器2出口流股7為飽和液相，若再加入部分抽氣，進入工質(zhì)泵2時夾帶氣相將嚴重損害工質(zhì)泵。新循環(huán)（圖2）在工質(zhì)泵1將工質(zhì)加壓至汽輪機1出口壓力，與抽出的氣液兩相流股22換熱后直接混合，一同由工質(zhì)泵2加壓至初始壓力，提高額外中間抽氣率上限。為進一步了解改進型上原循環(huán)的熱力性能，本文分析了額外中間抽氣率對循環(huán)熱效率、循環(huán)效率及冷熱海水消耗量的影響。

3.1 對循環(huán)熱效率的影響

上原循環(huán)中，額外中間抽氣率的改變會影響進入汽輪機2的工質(zhì)的質(zhì)量流量，使其輸出功減少；同時，抽出部分的工質(zhì)用于加熱冷凝后工質(zhì)，提高蒸發(fā)器入口工質(zhì)溫度，減少蒸發(fā)器吸熱量，進而提高循環(huán)熱效率。在熱源溫度29 ℃、冷源溫度5 ℃、入口壓力900 kPa、汽輪機2出口壓力630 kPa的工況下，改進型上原循環(huán)系統(tǒng)的熱效率與額外中間抽氣率的關系曲線如圖4所示。

從圖4可看出，隨著額外中間抽氣量的增加，循環(huán)熱效率表現(xiàn)為先增加后減小的變化趨勢，在汽輪機1出口壓力為710 kPa時，額外中間抽氣率達到1.9%，循環(huán)熱效率達到最大值（3.0183%）。這是因為在額外中間抽氣率較小時，由于汽輪機等熵效率小于1，工質(zhì)在汽輪機2內(nèi)無法完全膨脹，此部分熱量伴隨汽輪機出口乏汽被冷凝器中深層冷海水帶走而無法利用。增加額外中間抽氣率時，無法完全膨脹的部分熱量被中間抽氣環(huán)節(jié)帶出用于回熱而不經(jīng)過冷凝器，此部分熱量未被帶出循環(huán)所以熱利用率為100%。在額外中間抽氣率增加到一定值時，流經(jīng)汽輪機2中的工質(zhì)已可完全膨脹，繼續(xù)增加額外中間抽氣率將減少汽輪機2中的工質(zhì)質(zhì)量流量，從而減少汽輪機2輸出功[Wt2]，但抽出工質(zhì)的熱量仍被回熱器2全部利用，蒸發(fā)器入口溫度依然升高，工質(zhì)在蒸發(fā)器中吸熱量[Qe]減少，由式（1）、式（11）、式（12）計算出的循環(huán)熱效率[ηI]下降。圖5為汽輪機出口壓力為710 kPa時蒸發(fā)器吸熱量和凈輸出功與額外中間抽氣率的關系曲線。

3.2 對冷熱海水消耗量的影響

海洋溫差發(fā)電本質(zhì)上是利用太陽的能量發(fā)電，上原循環(huán)也不例外。表層海水接受太陽的輻射能溫度較高，受季節(jié)、地理因素影響較大；而深層海水陽光無法照射且環(huán)境壓力較高，溫度常年維持在較低水平。本文循環(huán)中，計算循環(huán)熱效率時并未考慮溫水、冷水工質(zhì)泵耗功，29 ℃的表層溫海水可直接由海洋表面取得，回流溫度27 ℃，消耗泵功較小，而5 ℃的深層冷海水需從500 m深度以下取得，回流溫度10 ℃，消耗泵功較大，在計算循環(huán)時應盡量減少冷、熱海水消耗量。上原循環(huán)系統(tǒng)的冷、熱海水消耗量與額外中間抽氣率的關系曲線如圖6所示。

從圖6可看出，隨著額外中間抽氣率的增加，冷、熱海水消耗量均明顯下降。這是因為額外中間抽氣率的增加使進入汽輪機2中做功的工質(zhì)減少，汽輪機2出口處乏汽質(zhì)量流量減少，冷凝器中換熱量隨之減少，而冷凝器進、出口海水溫度不變，所需的質(zhì)量流量減少。而抽出的部分工質(zhì)熱量在回熱器2及緩沖罐中得到充分利用，提高了蒸發(fā)器入口工質(zhì)溫度，其焓值相應提高，降低了蒸發(fā)器中所需換熱量，減少了溫海水質(zhì)量流量。而緩沖罐出口溫度的升高也會升高回熱器1中冷流股入口溫度，導致回熱器1中溫差減小，減少回熱器1換熱量。 但是，由于系統(tǒng)設備的限制，進入工質(zhì)泵的工質(zhì)必須全部為液相，若額外中間抽氣率過多，緩沖罐出口工質(zhì)會夾帶部分蒸氣，嚴重損傷工質(zhì)泵2，故額外中間抽氣率存在上限。

3.3 對循環(huán)效率的影響

是指當系統(tǒng)由任意狀態(tài)可逆地變化到與給定環(huán)境相平衡的狀態(tài)時，理論上可全部轉(zhuǎn)換為任何其他能量形式的那部分能量。海水蘊含的焓值并不少，但由于表層海水溫度與環(huán)境溫度之差較小，所含的熱量并不多，反而是冷海水中蘊含的冷量占主導地位。通過考察效率，可以了解海水中的可用能利用率，從而進一步改進整體循環(huán)系統(tǒng)。上原循環(huán)系統(tǒng)的循環(huán)效率與額外中間抽氣率的關系曲線如圖7所示。

從圖7可看出，隨著額外中間抽氣率的增加，上原循環(huán)的效率先增加后減小，并在汽輪機1出口壓力為710 kPa、額外中間抽氣率達到1.9%時達到最大值（39.6386%），這意味著對海水中可用能的利用率在存最大值。這是由于在整個上原循環(huán)中，主要的損失集中在蒸發(fā)器和冷凝器處，而隨著額外中間抽氣率的增加，這兩處換熱量減小，相應的損失也減小。額外中間抽氣率較小時，輸入的減幅大于由于工質(zhì)質(zhì)量流量減小引起的輸出功的減幅；當額外中間抽氣率增大到一定值后，繼續(xù)增加額外中間抽氣率導致輸入減幅小于由于工質(zhì)質(zhì)量流量減小引起的輸出功的減幅。

3.4 經(jīng)濟分析

以可達到熱效率最高的中間抽氣壓力710 kPa為例，隨著額外中間抽氣率的增加，設備平準化度電成本先緩慢增加，超過最佳額外中間抽氣率后其增速加快。如圖8所示，設備主要成本集中在換熱器部分（蒸發(fā)器、冷凝器）。當額外中間抽氣率增加時，流經(jīng)冷凝器的工質(zhì)減少，冷凝器所需換熱面積減小，冷凝器成本減小。經(jīng)過回熱后蒸發(fā)器入口工質(zhì)溫度升高，蒸發(fā)器對數(shù)平均溫差減小，所需換熱面積增大，蒸發(fā)器成本增加。綜合而言，總換熱所需面積隨額外中間抽氣率的增大而增加，成本隨之增加。

4 結(jié) 論

本文在上原循環(huán)的基礎上，以氨水混合物作為工質(zhì)，使用Aspen Plus對循環(huán)系統(tǒng)進行模擬，通過改變額外中間抽氣率得出一系列熱力參數(shù)與經(jīng)濟參數(shù)，并對其進行分析比較，得出如下主要結(jié)論：

1）相較于近似的卡琳娜循環(huán)，上原循環(huán)的循環(huán)熱效率有明顯提升。不同抽氣壓力下達到最佳熱效率的中間抽氣率不同。對于氨質(zhì)量分數(shù)95.6%、表層溫海水29 ℃、深層冷海水5 ℃的工況，中間抽氣壓力710 kPa、額外中間抽氣率1.9%時取得熱效率最高值（3.0183%）。

2）考慮到作為冷、熱源的深層冷海水與表層溫海水取用難度，應盡量減少深層冷海水消耗量。在本文上原循環(huán)中，隨著額外中間抽氣率的增加，冷、熱海水消耗量均減小，但考慮到循環(huán)熱效率在抽氣過多時明顯下降，額外中間抽氣率不宜過高?？紤]有效能利用率的情況，額外中間抽氣率存在一個最佳值使循環(huán)的效率達到最大。本文上原循環(huán)工況下，效率與熱效率相同，均在額外中間抽氣率1.9%使其達到最大值，且由于海洋溫差能為低品位熱源，所含有效能較少，效率遠遠大于熱效率。

4）循環(huán)設備平準化度電成本在額外中間抽氣率增加時先緩慢增加，超過最佳效率點后增速加快。設備成本主要集中在換熱器成本。

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OTEC PERFORMANCE AND THERMAL ECONOMY ANALYSIS BASED ON INTERMEDIATE EXTRACTION OF UEHARA CYCLE

Zhu Keyu，Bian Yongning，Liu Yang

（School of Ocean Science and Technology， Dalian University of Technology， Panjin 124221， China）

Abstract：Based on the Uehara cycle of temperature difference power generation and considering the climate conditions in the South China Sea， the intermediate steam extraction segment is analyzed with simulation method. The circulating thermal efficiency， the consumption of cold and hot seawater and the circulating exergy efficiency of the power generating system with Uehara cycle are researched. Meanwhile， the Levelized cost of electricity is analyzed. The results show that there is an optimum extraction gas rate for the thermal efficiency and exergy efficiency to reach an optimal level at the same time. And for different intermediate extraction pressure， the extra intermediate extraction rate to reach the best value is different. The cost increases with the extraction rate and is concentrated in the heat exchanger. When building an ocean thermoelectric power plant， the appropriate intermediate extraction pressure and extraction rate should be selected according to the specific working conditions.

Keywords：ocean thermal energy conversion； low-temperature heat； economic analysis； Uehara cycle； Aspen Plus